水平荷載作用下邊坡-負載嵌巖單樁體系擬靜力試驗研究

摘要：為研究水平荷載作用下豎向負載巖質邊坡單樁承載特性，鑒于開展動力學試驗較為困難和復雜，采用擬靜力試驗方法，以相似材料模擬巖體及樁基，施加豎向與水平荷載，開展3組試驗，分析不同坡度及樁巖彈性模量比下樁身彈性彎矩、樁周巖石壓力及樁頂滯回曲線的變化規律。結果表明：巖質邊坡樁基水平承載力主要與埋深3D（D為樁徑）以上范圍內的淺層坡體有關；下坡向巖體的破壞形式與土質邊坡類似，經歷了裂縫出現，破壞面發育、淺層坡體破壞3個階段，但上坡向巖體并未形成完整破壞面；樁基最終剪切破壞表明，在中風化巖質邊坡條件下，水平承載力主要由樁身強度控制；坡度主要影響上坡向承載力，當坡度由15°變化為30°時，上坡向承載力提高了41.3%，下坡向承載力僅提高了0.15%，而當樁巖彈性模量比由2.8變為0.9時，正向承載力提高了80.7%，負向承載力也提高了73.5%。

關鍵詞：邊坡嵌巖樁；水平承載特性；樁土相互作用；擬靜力試驗

中圖分類號：TU473.1 """"文獻標志碼：A """"文章編號：2096-6717（2025）02-0089-09

Pseudo-static test of slope-single load rock-socketed pile system under horizontal load

LIU Liping¹，"LI Meng¹，"ZENG Weiming²，"LI Ruifeng¹，"LIU Lei¹

（1. School of Civil Engineering; Key Laboratory of Earthquake Resistance and Disaster Prevention for Engineering Structures， Chongqing University， Chongqing 400045， P. R. China；"2. Sichuan Academy of Construction Sciences Co. Ltd， Chengdu 610081， P. R. China）

Abstract： In order to study the bearing characteristics of single loaded rock-socketed pile under horizontal load， pseudo-static model tests considering the vertical and horizontal loadings were adopted in view of the challenge of dynamic test， in which rock and pile are simulated with similar material. The elastic bending moment， rock pressure around the pile and the hysteresis curve of the pile top are analyzed under different slopes and elastic modulus of rock. The results show that the horizontal bearing capacity of pile foundation of rock slope is mainly related to shallow slope within the range of buried depth above 3D"（D"is pile diameter） . The failure pattern of the downslope rock mass is similar with that of the soil slope， which goes through three stages： the emergence of cracks， the development of failure surface and the failure of the shallow slope body， even though the upslope rock mass has not formed a complete failure surface. Finally， the shear failure of pile foundation leads to the failure of horizontal bearing capacity， indicating that when the slope is of rock， the slope mainly affects the positive bearing capacity. When the slope angle ranges from 15° to 30°， the positive bearing capacity increases by 41.3%， while the negative bearing capacity only increases by 0.15%. The slope material strength has an impact on both positive and negative bearing capacity. The pile-rock elastic modulus ratio changes from 2.8 to 0.9， while the positive and negative bearing capacity increase by 80.7% and 73.5%， respectively.

Keywords： rock-socketed pile of slope；"horizontal bearing characteristics；"pile-soil interaction；"pseudo static test

隨著人口的增長和城鎮化的發展，城市用地愈加緊張，山地作為常見地貌，也被進一步利用，以滿足日益緊張的建設用地需求，于是出現大量鄰近邊坡或位于邊坡面上的建筑，即鄰坡建筑。這些鄰坡建筑通常采用樁基，以使上部結構的荷載傳到穩定的基巖，而由于坡體的不對稱性，位于斜坡上的樁基與坡體的相互作用效應十分明顯。

許多學者對邊坡樁基開展了研究。在理論計算方面，趙文等^[1]基于摩爾準則和Hoek-Brow準則對自然邊坡進行了穩定性分析，給出了斜坡橋梁樁基安全水平距離、陡坡橋梁樁基安全距離的判斷方法和計算方法。楊明輝^[2]認為，一定深度內，斜坡地基土體僅能提供有限抗力，在外力荷載作用下，邊坡不穩定，應對橋梁樁前土抗力進行折減或忽略。胡啟軍等^[3]推導了樁與紅層泥巖接觸面的本構關系。戴自航等^[4-5]采用數值模擬方法分析了抗滑樁在不同荷載下的受力情況，結合實際工程巖土屬性，測算陡坡荷載分布，對樁基位移和應力改變量進行了研究。針對樁基水平承載力計算方法，Chen等^[6]提出了一種基于楔平衡分析的針對無黏性土的剛性樁水平承載力計算方法。假定樁前土以楔形破壞，考慮土的正面和側剪阻力，采用雙曲線p-y曲線描述剛性樁的水平抗力，并通過試驗進行驗證。Chandaluri等^[7]和Di等^[8]針對黏性土邊坡，探究了在不同排水、樁頂不同約束條件下的樁水平承載力計算公式。在試驗研究方面，Rathod等^[9]以坡角與埋深為自變量開展模型試驗，得出了當坡度小于11.3°時坡度對樁承載力的影響可以忽略不計的結論。李彰明等^[10]結合工程實際，針對樁基位置這一影響因素，開展了水平承載試驗，表明試樁離邊坡坡腳越近水平承載力越大。尹平保等^[11]設計完成了不同坡度及水平荷載作用角度下斜坡橋梁基樁試驗，得到了樁頂荷載位移曲線及樁身彎矩分布，表明水平荷載相同時，隨著坡度的增加，樁頂水平位移及樁身最大彎矩均呈非線性增大，隨水平荷載作用角度增加而呈線性減小；基樁水平極限承載力卻隨坡度增加而減小，隨水平荷載作用角度增加而增大。趙明華等^[12]通過模型試驗，得到了不同坡度、荷載幅值及循環次數下斜坡單樁樁頂水平位移及彎矩分布情況，得出了樁頂水平位移的擬合計算公式。黃福云等^[13]通過低周往復試驗，對單樁-土體系的抗震性能和相互作用機制進行了討論。Yu等^[14]采用S-RM材料作為巖土混合體的相似材料，開展了針對巖土混合邊坡的相關模型試驗。采用由初始剛度和極限阻力控制的p-y曲線作為樁的水平承載力模型，并通過數值模擬進行驗證。

研究表明，相較于平地樁基，邊坡樁基的受力情況更加復雜，常見的土質邊坡破壞形式為樁前坡體出現銳角楔形破壞面，樁后坡體出現鈍角楔形破壞面^[15]，與平地邊坡相比，斜坡樁基在上、下坡方向承載力存在較大差異。但目前對邊坡樁基的研究大多針對豎向荷載作用或水平荷載作用下的邊坡樁，邊坡形式也多為土質邊坡，缺乏對邊坡樁基抗震性能及巖質邊坡樁基的研究。考慮到開展動力學試驗較為困難，筆者采用擬靜力試驗的方式開展3組模型試驗，研究邊坡傾角、樁巖彈性模量比對邊坡嵌巖單樁樁身彎矩、樁周巖石壓力、水平承載力等性能指標的影響，給出巖質邊坡樁基的破壞形式及樁土相互作用范圍。

1 試驗設計

1.1 試驗模型

以巖質邊坡坡度及樁巖彈性模量比（E_樁/E_基巖）為自變量開展試驗，考慮15°、30°兩種坡度，中風化泥巖和砂巖兩種基巖條件，共進行3組試驗，模型樁均采用同種材料。

試驗的樁基原型根據文獻[16]中山地建筑結構的中柱荷載進行設計，軸力、剪力和彎矩分別為"N=2 661.5 kN、V=2.1 kN、M=7.3 kN·m。因彎矩和剪力較小，忽略其影響，只按軸力設計樁基，場地條件以某工程地質勘察報告為依據，選取其中泥巖和砂巖作為模擬基巖的原型。考慮目前常用相似材料的力學參數范圍，試驗幾何相似比為1：10，密度相似比為1：1，應力相似比為1：10，滿足相似準則，設計的3組模型樁參數見表1。

試驗模型樁及巖質邊坡均采用相似材料制作，具體參數通過材性試驗獲得。模型樁采用石英砂：水：石膏=5：1：1的配比方案；泥巖采用石英砂：重晶石：水泥：石膏=72：8：5：5（用水量為試件質量的1/10，水中硼砂的濃度為1%）的配比方案；砂巖采用石英砂：重晶石：水泥：石膏=42：18：6：6（用水量為試件質量的1/10，水中硼砂的濃度為1%）的配比方案^[17-18]。原型與模型各物理量參數見表2和表3。

1.2 試驗裝置

試驗裝置如圖1所示，模型樁置于土工箱中，通過向配重箱中放置配重塊施加豎向荷載，水平荷載由作動器施加。為便于加載，將樁基伸出巖質邊坡300 mm，同時，為了保證伸出自由段的強度和剛度，防止樁頭彎曲破壞，確保位移傳遞到埋入段中，采用一端角度與坡度相同的鋼管對樁基伸出段進行加強。

模型箱為試驗提供邊界約束條件，樓夢麟等^[19]研究了土介質范圍對土-結構體系模型試驗的影響，發現土介質范圍和結構尺寸之比大于5時邊界條件的影響可忽略不計。因此，試驗所采用模型箱均按B/D≥10的條件進行設計，長寬均為100 cm。

1.3 加載方案

加載制度如圖2所示。為模擬上部結構所傳遞的荷載及地震作用，在模型樁樁頂施加豎向荷載及水平荷載。豎向荷載通過配重塊分級施加至樁頂配置箱內，每級添加配重40 kg，共添加配重240 kg，同時考慮加載頭及配重箱重量共計20 kg，共施加豎向荷載2.6 kN，在之后的循環水平加載中維持不變。水平荷載通過水平作動器施加，采用位移控制，加載的各級位移值為：±1、±1.6、±2.4、±4、±6、±8、±12、±16、±20、±24、±30、±40 mm，達到40 mm后，按10 mm遞增，直至構件破壞。為提高滯回曲線的準確性，對同一峰值位移循環加載兩次。

1.4 測試方案

測量樁頂位移、樁土交界面位移、樁身應變及樁周巖石壓力，傳感器的布置如圖3所示。其中位移計1測量樁頭加載處水平位移，位移計2測量樁-巖交界面處水平位移。在模型樁兩側按照間距10 cm等間距布置應變片，共17個，均采用1/4橋法連接。樁周巖石壓力采用土壓力計進行測量，土壓力計尺寸為22 mm×22 mm×22 mm，量程為3 MPa，在模型樁埋入部分上半段每隔10 cm布置一個土壓力盒，下半段隔20 cm布置一個土壓力盒，在樁底埋設一個土壓力盒，測量樁端阻力，共布置13個土壓力計。

2 試驗結果分析

為方便描述，約定水平位移方向上坡時為正，反之為負，下方樁周巖體為樁前巖體，上方樁周巖體為樁后巖體。

2.1 破壞形態

模型樁Z-2和Z-3破壞情況與模型樁Z-1大體相同，以模型樁Z-1為例，對試驗現象進行描述。

在位移較小時，水平荷載由樁-巖共同承擔，此時樁-巖均處于彈性狀態，圍巖對樁的嵌固效果較好。隨著位移增大，樁-巖間逐漸產生間隙，樁周淺層巖體也發生破壞，但由于邊坡的影響，樁身兩側巖體破壞形式存在較大差異。樁前巖體的破壞過程主要分為出現紡錘形裂縫、裂縫發育、淺層坡體脫出3個階段；而在整個試驗過程中，隨荷載的不斷增大，樁后巖體隆起程度不斷加劇，但直至最終樁身發生剪切破壞，樁-巖體系失去承載能力，樁后巖體也未產生明顯破壞，仍能為樁身提供一定約束。最終，由于鋼管對上部樁身的加強作用，在施加正向荷載時，鋼管端部處樁身產生剪切破壞，導致整個樁-巖體系喪失承載能力。破壞形式如圖4、圖5所示。

對比3個模型，模型樁Z-2破壞最嚴重，在模型樁和加強鋼管交界面樁身已經破碎，鋼筋也被全部拉斷；其次是模型樁Z-1，樁身相對完好，可以觀察到模型樁和加強鋼管交界面也發生了剪切破壞；模型樁Z-3和Z-1類似，也是在樁和鋼管交界面發生了剪切破壞，只是相對模型樁Z-1而言沒有那么明顯。說明基巖剛度和邊坡傾角越大，樁后巖體對于樁身的約束效果也就越好，模型樁破壞程度也越發嚴重。

由此可見，在邊坡體為中風化巖石的條件下，樁-巖體系在承載水平荷載時的破壞形式與邊坡為土質邊坡時存在一定相似性，土質邊坡的破壞形式如圖6所示，樁前坡體出現銳角楔形破壞面，樁后坡體出現鈍角楔形破壞面。需要注意的是，試驗中僅樁前坡體形成了完整破壞面，淺層坡體脫出，而樁后巖體雖產生了隆起，但未能完全形成完整破壞面，仍具有一定的約束作用。

2.2 樁身彈性彎矩

樁身彈性彎矩可由試驗實測的樁身各截面拉壓應變求得，計算式為

（1）

式中：為樁身彈性彎矩；為樁徑；EI為樁身抗彎剛度；、分別為樁身各測點處拉、壓應變。

由于試驗所用樁身模擬材料抗拉強度較低，在位移較大時樁身應變為非彈性狀態，且模型樁Z-3試驗時，部分應變片意外失效，故僅給出模型樁Z-1及Z-2位移較小時的樁身彎矩分布情況，如圖7所示，計算得到的樁身彎矩見表4。

對比模型樁Z-1及Z-2，在相同水平位移荷載作用下，模型樁Z-2樁身及測點彎矩均大于模型樁Z-1。以位移達到-2.4 mm為例，模型樁Z-2比模型樁Z-1大313%，其增加比例與巖體彈性模量的增加比例較為相近。說明在彈性狀態下，坡體剛度增加，相同位移下需要施加的外荷載也成比例相應增加。同時，模型樁Z-1的彎矩反彎點相較于模型樁Z-2更淺，這是由于巖體剛度增加后能夠提供的水平抗力增加，故相同位移時外荷載更大，對樁身的影響范圍也更深。

2.3 樁周巖石壓力

由于數據量較大，表5僅給出部分樁周巖石壓力數據，不同位移作用下樁周巖石壓力如圖8所示。

對比模型樁Z-1與Z-2，在位移相同時，模型樁Z-2周巖體壓力更大，在位移達到-50 mm時，模型樁Z-2比模型樁Z-1大447.7%；位移達到+50 mm時，模型樁Z-2比模型樁Z-1大187.1%，說明巖體剛度對樁周巖石壓力的影響十分顯著。正負向增加幅度不同是因為雖然巖體剛度增加了，但樁本身的承載力沒變，而相同位移下，上坡向荷載又遠大于下坡向，故施加上坡向荷載時樁要更早屈服，從而測得的巖石壓力增幅較小。

對比模型樁Z-1與Z-3，在位移達到-50 mm時，模型樁Z-1、Z-3樁周巖石壓力分別為119.95、119.41 kPa；位移達到+50 mm時，模型樁Z-1、Z-3樁周巖石壓力分別為19.54、33.52 kPa，模型樁Z-3比模型樁Z-1大71.4%。說明邊坡傾角的改變主要影響上坡向的巖石壓力，而由于淺層巖體會發生破壞，使承擔荷載的巖體向更深處轉移，導致下坡向土壓力計測得的巖石壓力相差不大，但由于上坡向未發生破壞，故巖石壓力存在明顯增加。

圖9為模型樁Z-1各個測點所測得的巖石壓力隨位移的變化圖，可以明顯看到，埋深最淺的測點（-100 mm）處巖石壓力變化最明顯。對比正負向巖石壓力變化可以發現，在進行下坡向加載時，第1個測點測得的巖石壓力產生了一個明顯的拐點，而上坡向加載時，第1個測點并未產生明顯拐點，說明在整個試驗過程中下坡向巖體的水平抗力由彈性階段逐漸向塑性發展，淺層巖體已經進入了塑性階段，但上坡向坡體尚未進入塑性階段，仍能對樁身提供約束。這與試驗中坡體僅在下坡向發生了破壞，上坡向坡體尚未破壞的現象相符，印證了在坡體強度較高時樁身將于坡體破壞前先破壞。

2.4 滯回曲線

試驗所得滯回曲線如圖10所示。由圖10可知，3個模型樁的滯回曲線均存在明顯的捏縮效應，形狀不飽滿，產生了很大的滑移，抗震耗能能力較差。這是由于隨著荷載不斷增大，樁體與巖體間隙不斷發展，產生脫空段，在循環開始時樁-巖尚未接觸，荷載繼續增加后，樁-巖重新接觸，再次形成樁-巖共同受力體系，剛度增加，因此滯回環呈“Z”型。

滯回曲線形狀不對稱是由于坡度引起的樁兩側坡體約束作用不同。在荷載不斷增大的過程中，樁前巖體產生完整破壞面，淺層巖體脫出，喪失對樁身的約束作用，而樁后巖體并未形成完整破壞面，仍能對樁身起到約束作用，最終，隨著樁身的剪切破壞，樁-巖體系喪失承載能力，導致上坡向樁-巖體系的剛度及最大承載力均比下坡向大。

正負向承載力存在差異的原因也說明，在設置的具有一定強度中風化巖石坡體條件下，樁身水平承載力的決定因素也與土質邊坡存在差異。在土質邊坡條件下，由于樁身強度夠高，故無論是正向還是負向荷載作用下，最終均由于坡體形成如圖6所示的完整破壞面，使得樁頂水平位移過大，從而導致樁水平承載能力失效。而若在坡體材料具有一定強度時，則很可能出現如正向荷載作用下的情況，樁身已經達到水平承載力極限，發生了剪切破壞，而坡體仍未形成完整破壞面。因此，在坡體強度較高時，樁的水平承載力主要與樁本身的強度有關。

在線彈性階段，模型樁Z-2剛度略大于模型樁Z-1，而模型樁Z-3剛度則明顯小于另外兩個模型樁；在屈服階段，3個模型樁的承載力均隨著位移的增加而增大，剛度則逐漸降低，對比模型樁Z-1與Z-2，模型樁Z-2的正向最大承載力比模型樁Z-1大80.7%，負向最大承載力比模型樁Z-1大73.5%，說明坡體剛度的增加會明顯提高樁基的水平承載力。樁-巖相對剛度的減小，也就是相同外荷載作用下，坡體剛度增大，巖體承擔的外荷載就越大，從而使得在樁基發生破壞時，樁-巖體系整體承擔的荷載增加；對比模型樁Z-1與Z-3，模型樁Z-1的正向最大承載力比模型樁Z-3大41.3%，負向最大承載力比模型樁Z-3大0.15%，說明坡度越大，上坡向坡體的“楔形”部分作用就更明顯，也能增加巖體提供的水平抗力，從而增加樁-巖體系上坡向的承載能力。但下坡向變化不大，可能是由于下坡向淺層巖體破壞使得樁-巖體系的最大承載力僅為淺層巖體破壞時的荷載。

2.5 樁基正負向測值差異分析

樁身彈性彎矩、樁周巖石壓力、滯回曲線在正反兩個方向均存在明顯差異。從樁身彈性彎矩圖（圖7）及樁周巖石壓力圖（圖8）中可以看出，在施加負向荷載時，沿樁身往下第1個測點處測得的數值總是大于施加正向荷載時，而在滯回曲線中，位移相同時，上坡向的荷載卻總是大于下坡向，二者似乎存在矛盾。這是由于施加的水平荷載主要由淺層坡體承擔，沿樁身往下衰減極快，而正負兩方向同時施加荷載時，相對于坡面來說，上坡向第1個測點的埋深比下坡向測點更大，如圖11所示，這就使得傳遞到上坡向第1個測點的荷載要比下坡向更小。

通過分析不同埋深處巖石壓力隨位移的變化規律發現，下坡向坡體已進入塑性階段，而上坡向仍處于彈性階段，兩個方向存在一定差異。這與巖土體水平抗力分布規律以及邊坡坡度有關，大量的樁-土相互作用p-y曲線研究都指出，埋深增加會使巖土體的極限水平抗力增加，即埋深越深，巖土體能夠提供的水平抗力就越大。由于邊坡的影響，相較于平地狀態，上坡向坡體能夠將力傳遞到坡上的“楔形體”部分，其極限水平抗力增加，相當于變相增加了埋深。而下坡向則相反，相較于平地狀態，缺少了“楔形體”部分的作用，其極限水平抗力減小，從而使得兩個方向上坡體的破壞形式以及第1個測點處巖石壓力變化規律都存在差異。

3 結論

1）水平荷載主要由淺層坡體承擔，在埋深3D（D為樁徑）以上范圍內，模型樁身彎矩及樁周巖石壓力變化最為明顯，向下衰減極快，在埋深5D以下范圍時，其變化幅度很小。

2）樁在上坡和下坡向的水平承載特性存在較大差異，主要原因是樁兩側巖體破壞形式不同，樁前巖體經歷了出現紡錘形裂縫、裂縫發育、淺層坡體脫出3個階段，而樁后坡體僅表現為隆起程度不斷增加，直至最后樁身發生剪切破壞時，也未形成完整破壞面。

3）土質邊坡上樁的水平承載能力失效主要由樁頂位移過大造成，而巖質邊坡強度更大，在坡體破壞前，樁已經發生破壞，因此，對于巖質邊坡，樁的水平承載力主要由樁身強度控制。

4）坡度是樁基上坡、下坡方向水平承載力存在差異的原因，但在兩個方向上影響不同，由15°變化為30°時，上坡向水平承載力提高41.3%，而下坡向僅提高0.15%。表明坡度主要影響上坡向承載力，而坡體彈性模量對兩個方向樁水平承載力的影響區別不大，樁-巖彈性模量比由2.8變為0.9時，上坡向承載力提高了80.7%，下坡向也提高了73.5%。

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（編輯""王秀玲）